公路桥涵设计通用规JTG D60-2004条文说明 2
4.1.2 作用具有变异性，但在结构设计时，不可能直接引用作用随机变量或随机过程的各类统计参数通过复杂的计算进行设计，作用代表值就是为结构设计而给定的量值。设计的要求不同，采用的作用代表值也可不同，这样可以更确切、合理地反映作用对结构在不同设计要求下的特点。作用的代表值一般可分为标准值、频遇值和准永久值。作用的标准值是作用的基本代表值，频遇值和准永久值一般可以在标准值的基础上计入不同的系数后得到。作用的标准值反映了作用在设计基准期内随时间的变异，并按其在设计基准期内的最大值概率分布的某一分位值确定。公路桥涵结构的设计基准期为100年。
设计时，采用什么作用代表值往往与作用出现的持续时间长短有关，例如永久作用和偶然作用可只取其标准值作为代表值，而可变作用则应根据不同的极限状态分别采用不同的代表值。承载能力极限状态设计及按弹性阶段计算结构强度时应采用标准值作为可变作用的代表值。正常使用极限状态按短期效应(频遇)组合设计时，应采用频遇值为可变作用的代表值；按长期效应(准永久)组合设计时，应采用准永久值作为可变作用的代表值。
4.1.3 永久作用(如恒荷载)被近似地认为在设计基准期内是不变的，它的代表值只有一个，即标准值。可变作用按其在随机过程中出现的持续时间或次数的不同，可取标准值、频遇值和准永久值作为其代表值。
作用的标准值是结构设计的主要参数，关系到结构的安全问题，是作用的基本代表值。其量值应取结构设计规定期限内可能出现的最不利值，一般按作用在设计基准期内最大值概率分布的某一分位值确定。
对于结构自重，包括结构的附加重力，它们的标准值按结构设计规定的设计尺寸和材料的重力密度计算确定。调查统计表明，结构的设计尺寸与实测均值极为相近；钢筋混凝土构件的重力密度与规范的规定值也是接近的。
可变作用的频遇值是指结构上较频繁出现的且量值较大的作用取值，但它比可变作用的标准值小，实际上由标准值乘以小于1的频遇值系数ψ1得到。
可变作用的准永久值是指在结构上经常出现的作用取值，但它比可变作用的频遇值又要小一些，实际上是由标准值乘以小于ψ1的准永久值系数ψ2得到。
4.1.5 结构通常要同时承受多种作用的作用。在进行结构设计时，无论是承载能力极限状态还是正常使用极限状态，均必须考虑可能同时出现的多种作用的效应组合，求其总的作用效应，同时考虑到作用出现的变化性质，包括作用出现与否及作用出现的方向，这种组合是多种多样的，应在必须考虑的所有可能的组合中，取其最不利的效应组合进行设计。
规范只指出了作用效应组合要考虑的范围，其具体组合的内容，尚需由设计者根据实际情况确定，规范不宜规定过死。曲线桥梁，因制动时车速较直线桥上时小，其制动力大约只有最大制动力的60％(本规范按70％采用)，因此组合时制动力不能采用最大值。对于一部分不能同时组合的作用；规范以表的形式列出。制动力与支座摩阻力不同时组合，这是考虑到活动支座的最大摩阻力，当上部构造恒载一定、支座摩阻系数一定时是一个定值。任何纵向力，不能大于支座摩阻力，因此，制动力与支座摩阻力不同时存在。流水压力不与汽车制动力、冰压力同时组合，这是考虑同时出现的可能性极小，或冰压力远大于水压力，且实测中也难以分开。
4.1.6 公路桥涵结构的承载能力极限状态设计，按照可能出现的作用，将其分为两种作用效应组合，即基本组合和偶然组合。作用效应的基本组合是指永久作用设计值效应与可变作用设计值效应的组合，这种组合用于结构的常规设计，是所有公路桥涵结构都应该考虑的。作用效应的偶然组合是指永久作用标准值、可变作用代表值和一种偶然作用标准值的效应组合，视具体情况，也可不考虑可变作用效应参与组合。作用效应偶然组合用于结构在特殊情况下的设计，所以不是所有公路桥涵结构都要采用的，一些结构也可采取构造或其他预防措施来解决。
本条公式(4.1.6-1)和(4.1.6-2)是国内外普遍采用的承载能力极限状态设计作用表达式，前者的基本参数采用标准值，再乘以分项系数；后者则以标准值乘以分项系数后的设计值来表达基本设计参数。两个表达式本质是相同的，各类材料设计规范可根据各自情况选用。
作用效应组合表达式中的作用分项系数是在有关作用(恒载、汽车荷载)概率统计分析的基础上，结合结构抗力的统计分析结果，对原《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTJ 023-85)进行"校准"，得到用于桥涵设计的结构可靠度指标，然后通过极限状态设计表达式，运用"抗力最小二乘法"或"可靠指标最小二乘法"的优化方法，求得恒载效应分项系数γG＝1.2，汽车荷载效应分项系数γQ1＝1.4。这两个系数维持了原《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTJ 023-85)相同的量值。有关详细情况见《公路统一标准》第3.3.3条和第7.1.2条的条文说明。
结构重要性系数按结构不同安全等级采用。公路桥梁不同安全等级所对应的结构类型，规定于本标准第1.0.9条。不同安全等级的结构有其不同的目标可靠指标，对于以分项系数模式表达的极限状态设计，不同安全等级在计算上是以表达式中的结构重要性系数来体现的，经对极限状态设计表达式的可靠度分析，安全等级一级、二级和三级的结构，其重要性系数分别为1.1、1.0和0.9，详细情况见《公路统一标准》第7.1.4条的条文说明。
汽车荷载在公路工程结构中通常被视为主导的可变作用，在设计表达式中与永久作用一样单独列出。在桥梁设计中，汽车荷载分项系数按不同的作用效应组合采用。当某个可变作用对结构或结构构件确实起到主导影响(在同类效应中其值超过汽车效应)，则其分项系数宜采用该作用效应组合的汽车荷载分项系数。对于专为承受某作用而设置的结构或装置，如钢桥的风构，设计时风荷载可被视为主导作用，其分项系数取与汽车荷载同值。但当风荷载参与与其他荷载组合时，以往将该组合作为"附加组合"考虑，同时，风荷载计人瞬时脉动风压的影响，比原规范有较大增加，其分项系数只能取1.1。
对公路上可能行驶的超过《道路车辆外廓尺寸、轴荷及质量限值》(CB l589)的车辆，应进行承载能力极限状态的检算，其分项系数可取1.1。
关于公式(4.1.6-1)、(4.1.6-2)中的作用效应组合系数ψc，在多数情况下，桥涵结构上往往同时作用多个荷载，但是本规范确定的恒载分项系数、汽车荷载分项系数以及赖以建立这些系数的可靠度指标，是在只有恒载和汽车荷载作用的最基本组合下确定的，当结构上作用着多于上述荷载时，综合荷载效应最大值的统计规律也发生相应的变化，从而影响了结构可靠度指标和恒载、汽车荷载分项系数的取值。因此，在保持可靠度指标、恒载和汽车荷载分项系数不变的情况下，对多个可变荷载参与效应组合时，引入其值小于1.0的荷载效应组合系数ψc表4.1.6中土侧压力的分项系数取为1.4，是因为它在多数情况下是按主导荷载考虑的，但当由汽车荷载引起的土侧压力，在汽车荷载考虑了分项系数后，计算的土侧压力不再考虑。基础变位作用在以往的桥梁计算中是作为"附加组合"考虑的，其分项系数可采用1.0；对于混凝土和圬工结构，由于混凝土徐变或灰缝塑性变形对基础变位产生的内力的影响，采用0.5的折减系数。
4.1.7 在公路桥梁结构中，对于需要进行正常使用极限状态设计的结构，需考虑可变作用的短期效应组合和长期效应组合，其可变作用代表值采用频遇值和准永久值。众所周知，正常使用极限状态设计仅涉及构件的抗裂、裂缝宽度和挠度，其结构可靠度要比承载能力极限状态设计低得多，对构件的裂缝和挠度探索性分析表明(见《公路统一标准》第3.3.4条说明)，运算的最小可靠度指标可取1.0，而承载能力极限状态设计时二级结构的受弯构件可取4.2(见《公路统一标准》表3.3.3-1)。但是，以前在考虑结构正常使用极限状态设计的可变作用时，其代表值取为标准值，该值为结构使用期内的最大值，显然过高地估算了可变作用的量值。按照国际一般惯例，本规范对已调查的主要可变作用的频遇值和准永久值分别取其随机过程截口任意时点分布的0.95和0.5分位值；对不可调查或尚未调查的可变作用仍取标准值或参照有关资料取值。
4.2 永久作用
4.2.1 本条表4.2.1所列常用材料的重力密度标准值，基本上沿用了原规范的数值，但删去了公路桥涵已不用的砖砌体、木材有关材料的重力密度值(容重)。
对钢筋混凝土和预应力混凝土桥梁的实测分析表明，沥青混凝土、水泥混凝土桥面铺装层重力密度和构件自重均不拒绝正态分布，当取调查统计的平均值时，沥青混凝土和水泥混凝土的重力密度与原规范的规定值较为接近，前者略小于后者，是偏于安全的。但考虑目前密级配的沥青混凝土应用较多，将原规范的重力密度由23kN/m3改为23～24kN/m3。钢筋混凝土和预应力混凝土构件的重力密度从构件自重和构件尺寸两项不定性调查分析可知，当采用原规范规定的25kN/m3时，桥梁实际构件已普遍超重，这是偏于不安全的，所以本规范仍采用原规范的25～26kN/m3，并可按原规范规定，当按体积计算的含筋量小于2％时，采用25kN/m3；等于或大于2％时，可采用26kN/m3。
4.2.3 一般桥台和挡土墙考虑主动土压力。桥台和挡土墙前面地面或冲刷线以下的土压力，由于台后和墙后考虑了主动土压力，台前和墙前可考虑静土压力。
土的外摩擦角δ一般可采用φ/2。国内外有些资料建议采用δ＝(1/2～2/3)φ。克列因所著《散体结构力学》中介绍的有关土的试验数据见表4-1。
考虑汽车冲击以及渗水的影响，δ采用φ/2是合适的。
考虑外摩擦角(δ＝φ/2)与不考虑外摩擦角所计算出的主动土压力系数值，相差10％左右，见表4-2。
土压力在墙背的分布规律，经模型试验测得其与墙高为非线性关系。影响土压力的因素有：填料性质、土与墙背之间的接触状况、墙的位移等。
根据墙的不同位移情况来分析土压力的分布和作用点是比较切合实际的。但一般桥台(拱桥桥台除外)和挡土墙的主动土压力，多属于墙身向外倾的土压力，因此，土压力按三角形分布，并假定作用点在H/3处。
柱式墩台土压力计算宽度。当柱间的净距小于或等于其直径(或宽度)时，考虑到回填土剪切变形对应力传递的影响，土压力宽度按柱群最外边缘间全宽计算。这样就与实体桥台的计算宽度取得一致。
当柱间净距大于直径(或宽度)时，应考虑柱间空隙折减。如柱直径(或宽度)D小于或等于1.0m，则中间每一柱按2倍直径(或宽度)计算，最外边缘的柱按1.5倍直径计算。在求得作用在柱群上的总土压力宽度之后，再分配到每一柱上，土压力计算宽为：,其中n为柱根数。如柱直径(或宽度)D大于1.0m，则中间柱一律增加计算宽度1.0m，即(D＋1)；边柱增加0.5m。故作用在每一柱上的土压力计算宽度为。对D大于1.0m的土压力计算宽度的确定，并无理论或试验的依据，只是比照实体桥台，避免在土压力计算宽度上出现大的矛盾。
填土对涵洞的土压力，分为竖向土压力和水平土压力两种。竖向压力的计算，目前有三种计算方法：1)"等沉面"理论；2)"卸荷拱"法；3)"土柱"法。"等沉面"理论现在用得比较广泛，计算结果竖向压力为最大，新填土涵洞与实测结果比较接近；"卸荷拱"理论，由于其形成条件不易满足，在多数情况下用不上，只有沟埋式或顶管法施工的涵洞可以考虑采用，竖向压力最小；"土柱"法计算比较简便，计算结果在上述两法之间，与按新填土涵洞实测结果比较，一般偏小，但对高填土涵洞还是比较接近的。公路部门自上世纪50年代以来一直按"土柱"法计算。用"土柱"法计算，涵洞两侧填土必须夯实，否则两侧填土下沉大于洞顶填土下沉将产生附加压力。
涵洞的水平土压力，公路上一直采用主动土压力计算，现仍不变。
4.2.4 水浮力为作用于建筑物基底面的由下向上的水压力，等于建筑物排开同体积的水重力。地表水或地下水通过土体孔隙的自由水沟通并传递水压力。水是否能渗入基底是产生水浮力的前提条件，因此，水浮力与地基土的透水性、地基与基础的接触状态以及水压大小(水头高低)和漫水时间等因素有关。
对于透水性土，应计算水浮力。对于非透水性土，可不考虑水浮力。由于土的透水性质难以预测，故对于难以确定是否具有透水性质的土，计算基底应力时，不计浮力，计算稳定时，计人浮力。对于计算水浮力的水位，计算基底应力用低水位，计算稳定用设计水位。
完整岩石(包括节理发育的岩石)上的基础，当基础与基底岩石之间灌注混凝土且接触良好时，水浮力可以不计。但遇破碎的或裂隙严重的岩石，则应计入水浮力。作用在桩基承台底面的水浮力应予考虑，但如桩下沉嵌入岩层并灌注混凝土者，须扣除桩截面。
基础襟边上的水位以下的土重力，当基底考虑浮力时采用浮重；当基底不考虑浮力时，视其是否透水采用天然重或饱和重，另外还应计入襟边土层以上至设计水位的水柱重力。
浮土重力密度按下式计算：
(4-1)
式中e--土的孔隙比；
γ0--土的固体颗粒重力密度，一般采用27kN/m3。
4.2.5 混凝土收缩的原因，主要是水泥浆的凝缩和因环境干燥所产生的干缩。混凝土收缩会使受约束的构件产生应力，而这种应力的长期存在又因混凝土徐变的影响减小于收缩应力。徐变是混凝土在持续恒定应力作用下应变不断变化的一种现象。混凝土的收缩和徐变主要有下列规律：
1)随水灰比增长而增加；
2)高强度等级水泥的收缩较大；
3)增加填充集料可减小收缩、徐变，并随集料的种类、形状及颗粒组成的不同而异；
4)收缩徐变在凝结初期比较快，以后逐渐迟缓，但仍延续很长时间；
5)环境湿度大的收缩、徐变小，干燥地区收缩、徐变大。
原规范对整体浇筑、分段浇筑和装配式的混凝土结构，其收缩采用等效降温的方法予以处理。这是一种简化的近似方法，其值偏小。在《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62)中，规定的混凝土收缩应变和徐变系数的计算公式是根据1990年《CEB-FIP模式规范》提供的公式经适当简化处理得到的。它考虑了持续时间或加载后时间10年，考虑了不同水泥种类、混凝土强度、温度变化、湿度、构件大小等因素对收缩应变和徐变系数的影响。这些公式比原规范的公式所考虑的因素更多，这与国际上的最新相关研究成果的结论是一致的。
对于混凝土静不定结构、钢和混凝土组合梁等，必须考虑由于混凝土收缩变形所引起赘余力的变化和截面内力的变化。
试验表明，混凝土应力与其立方体强度的比值在一定范围内时，混凝土的徐变变形与应力成线性关系。线性与非线性的界限通常定在混凝土应力不超过0.5fcu(fcu为混凝土立方体抗压强度)。公路桥梁构件在结构重力和预加力作用下，一般都处在线性徐变范围内。由于徐变变形与应力成线性关系，可以采用不同应力引起的徐变变形叠加。
4.3 可变作用
4.3.1 本条有关汽车荷载的规定，兹说明如下：
1 汽车荷载的等级和组成。本规范将汽车荷载分为公路-Ⅰ级和公路-Ⅱ级两个等级，前者相当于原规范的汽车-超20级，后者相当于原规范的汽车-20级。原规范规定的汽车-15级和汽车-10级汽车荷载已较少使用，考虑精简汽车荷载等级，不再列入。
原规范规定的验算荷载--挂车和履带车荷载，本规范不再列入。在车辆荷载可靠性研究的调查中，多个测点测得的6万多辆车辆中未发现像挂车如此大轴重的车辆，包括超载车和集装箱车在内。因此，可以认为公路桥涵的正常设计不宜以挂车或履带车作为控制条件。较多的计算实例表明，多数情况下承载能力极限状态设计验算荷载并不起控制作用，只有在少数跨径较小、且不设人行道的桥梁上，才有可能控制设计(主要是剪力)。因此，本规范将验算荷载的影响通过多种途径间接地反映到汽车荷载中，而不再列入验算荷载，以使前后设计不过多地脱节。
2 汽车荷载的计算图式及标准值。原规范汽车荷载的计算图式是以一辆加重车和具有规定间距的若干辆标准车组成的车队表示的，实践表明这种图式对人工和计算机加载计算都不很方便，且计算效应随桥梁跨径的变化是不连续的。本规范采用由均布荷载qK和集中荷载PK, 组成的图式，只要知道梁的影响线面积和最大竖坐标值，荷载效应即可计算出来，而这些影响线面积和竖坐标值可在桥梁设计的有关手册查得或通过较为简单的计算得到。规范图4.3.1-1表示上述的计算图式本规范称之为车道荷载。但是，车道荷载不能解决局部加载、跨径较小的涵洞、桥台和挡土墙土压力等的计算问题，因为这些计算如果仍采用车道荷载，将产生与按原规范计算相差较大的结果，这是应该避免的。因此，本规范提出了另一种单车的计算图式，如规范图4.3.1-2所示，即原规范汽车-超20级的加重车，本规范称之为车辆荷载。对公路上行驶的单项汽车随机过程的统计分析表明，单车的前后轴重与原规范汽车-超20级的加重车相近。
本规范的车道荷载是个虚拟荷载，它的标准值qK和PK是由对汽车车队(车重和车间距)的测定和效应分析得到的。汽车车队通过"公路车辆动态测试仪"调查，该仪器布设在车流密度、车型、车重等各具特点的各条公路上。连续测录五天，同时对汽车自然堵塞时的车距进行了量测，在对这些原始资料筛选的基础上，进行随机过程分析，假定随机过程取100年(即设计基准期)，得出设计基准期内汽车车队荷载效应最大值分布的统计参数和概率分布函数(见《公路统一标准》条文说明表8)，概率分布可取正态和极值Ι型两种分布类型，荷载效应按95％的分位值(风险率5％)取值，结果是密集运行状态即公路-Ⅰ级荷载(两辆相随汽车的时间间隔在3s以下)比原规范汽车-超20级小约7％；一般运行状态即公路一Ⅱ级荷载(两辆相随汽车的时间间隔在3s及以上)比原规范汽车一20级小约11％。车道荷载就在此基础上取值，这就要通过对各种桥型的各种跨径的大量试算，进行车道荷载效应与原规范汽车-超20级和汽车一20级效应的比较。试算时，本规范取qK为加载基数，根据qK加载的计算结果再取PK补充加载，以求车道荷载qK和PK加载的计算效应与分别按汽车-超20级、汽车一20级加载的计算效应符合上述比例或适当提高车道荷载的比重。由于要适应的桥梁和跨径太多，应该说PK值取得越多越能满足上述要求，但过多的PK值对规范和计算应用都是不方便的。本规范尽管取了多个PK的不同值，但仍只能起到大致的调节作用。按车道荷载计算的效应与原规范比较有升有降，总体上升的多，降的少。试算中同时发现，公路-Ⅱ级车道荷载可以按公路一Ⅰ级车道荷载的0.75倍采用。本条规定当计算剪力效应时，集中荷载标准值PK应在原规定值的基础上提高1.2倍，其主要用于验算下部结构或上部结构腹板的。
3 汽车荷载横向分布系数。桥梁设计时，为取得主梁的最大受力，汽车荷载在桥面上需要偏心加载，其方法仍可用车辆荷载偏心加载确定。
4 横桥向设计车道布置及多车道横向折减系数。本条表4.3.1-3列出了桥面宽度与设计车道数的关系，是以公路工程技术标准规定的一个行车道宽度为3.50～3.75m建立的，也即在某一设计车道数下所建立的行车道宽度，既能适用于3.50m又能容纳3.75m。设N为设计车道数，表中的下限为3.5N，上限为3.5(N＋1)。如N＝3，车辆单向行驶时，行车道宽度即为3.5×3＝10.5m～3.5×4＝14.0m，它也容纳了3.75×3＝11.25m。但是，在以往的桥梁设计中常遇失去行车道数的概念，在按规范规定的偏载加载时，将双车道的行车道宽度布置了三行车队进行计算，例如，以往设计经常出现9.0m的行车道宽度布置了三行车队的事例，而9.0m甚至于10.0m按表4.3.1-3规定仍属于双车道。这样，就加大了桥梁的设计荷载，造成无谓的浪费。当车辆双向行驶时，行车道的下限宽度仍为3.5N，但上限宽度应为3.5(N＋2)。
多车道横向折减的含义是，在桥梁多车道上行驶的汽车荷载使桥梁构件的某一截面产生最大效应时，其同时处于最不利位置的可能性大小，显然，这种可能性随车道数的增加而减小，而桥梁设计时各个车道上的汽车荷载都是按最不利位置布置的，因此，计算结果应根据上述可能性的大小进行折减。这是个概率事件，可以认为各车道上的汽车荷载加载是互不相关的，按重复独立试验随机事件的概率理论，建立多车道横向折减系数与相关变量的关系式，得到折减系数的具体数值。本条表4.3.1-4所列系数是专题研究成果。现将国内外有关国家规定多车道折减系数列表(表4-3)进行比较。
5 汽车荷载纵向折减系数。规范规定的汽车荷载标准值是在特定的条件下确定的，例如，在汽车荷载的可靠性分析中，用于计算各类桥型结构效应的车队，采用了自然堵塞时的车间间距；汽车荷载本身的重力，也采用了路上运煤车或其他重车居多的调查资料。但是，在实际桥梁上通行的车辆不一定都能达到上述条件，特别是大跨径的桥梁。所以，国外有些规范对车辆荷载适用跨径做了限制。本规范采用纵向折减的方法，对特大跨径桥梁的计算效应进行折减。折减系数。采用专题研究得到的下列公式：α(L0)＝0.97913－4.7185×10-5L0 ,式中L0为计算跨径，以m计。折减系数α以加载长度为函数更合理些，但考虑到折减值较小，且跨径很大的桥梁才进行折减，α以L0为函数计算起来更方便一些。
4.3.2 汽车的冲击系数是汽车过桥时对桥梁结构产生的竖向动力效应的增大系数。冲击作用有车体的振动和桥跨结构自身的变形和振动。当车辆的振动频率与桥跨结构的自振频率一致时，即形成共振，其振幅(即挠度)比一般的振动大许多。振幅的大小与桥梁结构的阻尼大小及共振时间的长短有关。桥梁的阻尼主要与材料和连接方式有关，且随桥梁跨径的增大而减小。所以，增强桥梁的纵、横向连接刚度，对于减小共振影响有一定的作用。
冲击影响一般都是用静力学的方法，即将车辆荷载作用的动力影响用车辆的重力乘以冲击系数来表达。
对于钢桥和钢筋混凝土桥的上部结构、钢或钢筋混凝土支座、板式橡胶支座、盆式橡胶支座、钢筋混凝土桩、柱式墩台等，因相对来说自重不大，冲击作用的效果显著，故应计算冲击力。重力式墩台等，因自重大、整体性好，冲击影响小，故不计冲击力。
冲击影响与结构的刚度有关。一般来说，跨径越大、刚度越小对动荷载的缓冲作用越强，以往规范近似地认定冲击力与计算跨径成反比(直线变化)，无论是梁式桥还是拱式桥等，均规定在一定的跨径范围内考虑汽车荷载的冲击力作用，此模式计算方便，但不能合理、科学地反映冲击荷载的本质。本次规范修订，结合公路桥梁可靠度研究的成果，采用了结构基频来计算桥梁结构的冲击系数。
汽车荷载的冲击系数可表示为：
(4-2)
式中Yjmax--在汽车过桥时测得的效应时间历程曲线上，最大静力效应处量取的最大静力效应值；
Ydmax--在效应时间历程曲线上最大静力效应处量取的最大动效应值。
吉林省交通科学研究所利用动态测试系统经12h连续观测，从跨径6m的钢筋混凝土矩形板桥到跨径45m的预应力混凝土箱梁桥共7座跨径不同、初始条件不同的桥梁的实测中收集了6600多个具有一定代表性的冲击系数样本。经统计参数的估计和概率分布的优度拟合检验，表明各种桥梁汽车荷载冲击系数均不拒绝极值Ι型分布。按照国际上通用的习惯做法，取保证率95％的数值作为公路桥梁的冲击系数，通过回归分析，得到冲击系数与桥梁结构基频之间的关系曲线，经适当修正后即为本规范的公式。按本规范公式计算的冲击系数，比按原规范计算有所增大。
华中科技大学曾利用反应谱理论及随机过程理论来分析计算桥梁受车辆冲击作用的影响，用动力放大系数描述车辆的动力特性、桥梁的结构形式及其动力特性对冲击系数的影响，用桥面状况系数描述桥面平整度、车辆动力特性、行车速度等因素对冲击系数的影响，利用大量实测数据进行分析，得到了与本规范规定相吻合的曲线。其较加拿大的方法所考虑的因素更为全面。
桥梁结构的基频反映了结构的尺寸、类型、建筑材料等动力特性内容，它直接反映了冲击系数与桥梁结构之间的关系。不管桥梁的建筑材料、结构类型是否有差别，也不管结构尺寸与跨径是否有差别，只要桥梁结构的基频相同，在同样条件的汽车荷载下，就能得到基本相同的冲击系数。本规范采用的冲击系数的曲线与美国、加拿大、日本、法国等国家的相关标准规定的曲线的变化规律是一致的。
桥梁的自振频率(基频)宜采用有限元方法计算，对于如下常规结构，当无更精确方法计算时，也可采用下列公式估算：
1 简支梁桥：
式中ι--结构的计算跨径(m)；
E--结构材料的弹性模量(N/m2)；
Ic-结构跨中截面的截面惯矩(m4)；
mc-结构跨中处的单位长度质量(Kg/m)，当换算为重力计算时，其单位应为(Ns2/m2)；
G--结构跨中处延米结构重力(N/m)；
g--重力加速度，g＝9.81(m/s2)。
2 连续梁桥：
计算连续梁的冲击力引起的正弯矩效应和剪力效应时，采用f1；计算连续梁的冲击力引起的负弯矩效应时，采用f2。
3 拱桥：
式中的ω1，为频率系数，可按下列公式计算：
1) 当主拱为等截面或其他拱桥(如桁架拱、刚架拱等)时：
其中f--拱桥矢跨比。
2) 当主拱为变截面拱桥时：
式中的ri为系数，可按下式确定：
其中，n为拱厚变化系数，Ri、Ti的数值由表4-4查得。
4 双塔斜拉桥的竖向弯曲基频：
式中ι--斜拉桥主跨跨径(m)；
f1--竖向弯曲基频(Hz)。
5 单跨简支悬索桥的反对称竖向弯曲基频：
其中f1--反对称竖向弯曲基频(Hz)；
ι--悬索桥的主跨跨径(m)；
EI--加劲梁竖弯刚度(N·m2)；
Hg--恒荷载作用下单根主缆的水平拉力(N)；
m--桥面系和主缆的单位长度质量(Kg/m)，m＝md＋2mc；
md--桥面系单位长度质量(Kg/m)；
mc--单根主缆单位长度质量(Kg/m)。
4.3.3 桥梁离心力是一种伴随着车辆在弯道行驶时所产生的惯性力，其以水平力的形式作用于桥梁结构，是弯桥横向受力与抗扭设计计算所考虑的主要因素。
位于曲线上桥梁的墩台，按原规范规定，当曲线半径等于或小于250m时，应计算汽车荷载引起的离心力。离心力的大小与平曲线半径成反比。
长安大学曾做过车辆离心力的实测试验及其试验数据的概率分析。试验所选择的曲线路段的弯道半径有75、100、125、150 、200、250、300、400和500m等，车速分别控制在40、50、60、70、80Km/h左右。在剔除异常值后得到有效数据227组。经过分析，离心力系数实测值与理论值之比的概率分布服从于正态分布，其均值系数为1.0379，标准差0.2234，变异系数0.2152。实测结果与理论计算结果吻合较好。
在计算曲线长度大于或等于150m的桥梁，以及多车道桥梁的汽车荷载的离心力时，应按本规范表4.3.1-4和表4.3.1-5考虑荷载的纵、横向折减。超高对离心力的影响可不考虑。
4.3.4 长期来，汽车荷载在桥台或挡土墙上引起的土侧压力，都是按汽车轮重换算为等代均布土层厚来计算，这次规范修订仍采用这个模式。但是，这里需要说明的是，原规范是按荷载等级计算不同土侧压力的。本规范则不分荷载等级仅用一种车辆荷载即原规范汽车-超20级s列车中的加重车参与计算。经计算分析表明，由于在总的土侧压力中土自重引起的土压力所占的比例较大，不同荷载等级对总土侧压力的影响不是很大，对桥台或挡土墙尺寸确定的影响更小。
在实际工程中，挡土墙的分段长度一般为10～15m，而本规范规定的车辆荷载，其前后轴距为12.8m，因此，当挡土墙分段长度小于13m时，破坏棱体内的车轮应按最不利情况布置，这些车轮全部由挡土墙承受；当挡土墙分段长度大于13m时，则车轮重应作分布，视扩散长度取挡土墙的计算长度：扩散长度不超过分段长度时取扩散长度；扩散长度超过分段长度时取分段长度。对于桥台，在破坏棱体内按横桥向布置的所有轮重均由它承担。
4.3.5, 公路桥梁可靠度研究组曾对人群荷载进行了调查，实测的范围包括全国六大片区的沈阳、北京、上海等10个城市的30座桥梁。每座桥梁选其行人高峰期观测三天。观测的方法是在不同宽度的人行道上任意划出2m2面积和10m、20m、30m观测段，分别连续记录瞬时出现其上的最多人数，人体标准重经大量称重统计取0.65kN，据此计算每平方米的人群荷载。根据不同的观测方法，采用随机变量和随机过程(荷载持续时段取为一年)两种模型进行统计分析。结果表明，人群荷载可以用极值Ι型概率分布类型来描述，其0.95分位值为3.0kN/m2。从观测的数据可明显地看出，随着观测段的增长，人群荷载不断减小。
本规范将人群荷载标准值按调查分析结果确定为3.0kN/m2，与原规范保持一致。考虑跨径较小时，人群荷载所占总荷载的比例较大，为确保大量的简支梁不小于原规范的规定值，规定计算跨径LK≤50m时，人群荷载标准值均采用3.0kN/m2；计算跨径LK≥150m时，按0.85折减，采用2.5kN/m2。上述人群荷载调查数据多来自城市桥梁行人高峰期，而公路桥梁上一般行人较少，将调查分析结果用于公路桥梁设计，应该是偏安全的。但调查实桥的数量毕竟不多，其代表性尚有欠缺，因此，对城镇郊区行人密集的桥梁，其人群荷载标准值在调查统计的基础上再提高15％。
专用人行桥梁，人群荷载标准值参考相关国内外标准采用。
4.3.6 汽车制动力的计算基本沿用了原规范的方法，即以布置在荷载长度内一行汽车车队总重力的百分数表示，只是本规范将汽车车队改用了以均布荷载和集中荷载表达的车道荷载。但是，这里需要说明的是，原规范只规定制动力的量值：一或二车道时，按荷载长度内一行车队总重力的10％计算其制动力；四车道的制动力为上述规定数值的两倍。六车道、八车道的制动力如何取值原规范没有规定。然而，汽车荷载产生的制动力只有同向行驶的汽车才能叠加。因此，原规范所指的二车道实为一个车道；四车道实为同向行驶的二车道，因为一幅行车道只有半幅的汽车是同向行驶的。本规范明确规定汽车荷载的制动力按同向行驶的汽车荷载计算，每个车道均布置有车道荷载，多车道荷载的制动力由单车道制动力叠加，但要进行多车道折减。
汽车荷载制动力按车道荷载的10％取值，这是个名义值，在很多情况下其值偏低，需要作制动力最小值的限制。本规范规定公路-Ⅰ级汽车荷载时为165kN；公路-Ⅱ级汽车荷载时为90kN，这都是原规范加重车单车30％计算值，当多车道时，该值在乘上车道数后再进行折减。
关于制动力传递和分配于支座或墩台的规定，也基本与原规范相同。刚性墩台，制动力全部由固定支座传递，但考虑活动支座有摩阻力存在，它仍传递一部分制动力。但对设有板式橡胶支座的刚性墩台，制动力按跨径两端板式橡胶支座的抗推刚度进行分配；当两端支座相同时，各分配50％。对设有板式橡胶支座的柔性墩台，制动力采用支座与墩台刚度集成方法进行传递和分配。连续桥面简支梁(板)桥或连续梁(板)桥的计算方法和示例可参考袁伦一编《连续桥面简支梁桥墩台计算实例》(人民交通出版社，1995、1998年)和王伯惠、徐风云编著的《柔性墩台梁式桥设计》(人民交通出版社，1994年)。
4.3.7 风是空气的流动，它有重量，也有速度，自然会对构造物产生一定的压力，包括静的压力和动的压力。
一般而言，在离开地面500～1000m以上的高空，风速已几乎不受地表面情况的影响。在离地面500m以内的范围一般称之为大气边界层，其间风速受到地理位置、地形条件、地面粗糙程度、高度、温度变化等因素的影响而随时间、空间不断变化。抗风设计前需要由桥址处的风速观测数据来推算和确定桥梁的设计风速。但在大多数情况下，桥址处没有或缺少足够的风速观测资料，无法直接推算桥梁的设计风速值，这时需要通过间接的风速资料来确定桥梁的设计风速。而最容易获得的就是桥梁所在地区的气象台站的风速资料。由于我国气象台站采用的风速观测仪和观测记录的具体方法有多次演变，故在做统计分析前，要求对得到的风速数据进行风速仪高度修正、时次换算等工作，以便得到目前统一的风速标准值：开阔平坦地面10m高度处的1min平均风速。风速的统计分析，使用最多的是皮尔逊Ⅲ型和极值Ι型分布。我国过去年极值的统计分布沿用前苏联的标准，按皮尔逊Ⅲ型曲线来拟合；在美国，早就采用极值Ι型或Ⅱ型来分析气象极值问题。采用极值Ι型或Ⅱ型分布曲线，主要是因为极值分布在理论上比较合理，而且在数学处理上也比较方便。国家标准《公路工程结构可靠度设计统一标准》(GB/T 50283)和本规范对风速、风压也采用极值Ι型分布曲线。
原规范中的全国风压图是按重现期100年考虑的，为了保持标准的连续性和完整性，本规范的附录A中的全国基本风速分布图也是按重现期100年予以绘制的，同时给出全国气象台站的基本风速和基本风压值。对于有不同抗风要求的结构，可以计入风速重现期换算系数来体现，采用不同重现期下的风速值。本规范对单孔跨径指标为特大桥的桥梁，风速重现期换算系数，K0＝1.0，其他桥梁K0＝0.9，施工架设时K0＝0.75。
本次规范编制，以我国657个基本台站1961～1995年间自记录的风速资料，以极值Ι型分布曲线进行拟合，将基准高度由原规范的20m改为10m，并考虑100年重现期，得到各气象台站百年一遇的平均最大风速值。鉴于目前我国有相当多的气象台站，由于近年来城市建设的快速发展，使得台站环境不能满足空旷无遮挡的要求，致使风速记录明显受人为因素的影响而偏小的实际情况。本次研究，对其部分计算结果参照周围台站的情况予以适当地修正。与此同时，参照国内其他的规范，确定100年一遇基本风压的下限为0.35kN/m2，50年一遇为0.30kN/m2，10年一遇为0.20kN/m2，相应的基本风速下限分别为，24m/s、22m/s和18m/s。
基本风压按 计算，式中ρ为空气密度。
ρ＝1.225e-0.0001z(kg/m3)＝0.001225e-0.0001z(t/m3)，则γ＝ρ·g＝9.81×0.001225e-0.0001z＝0.01207-0.0001z (kN/m3)。它相应于气压为760mm水银柱，常温15℃和绝对干燥情况下的空气重力密度。于是，基本风压改用计算，式中γ＝0.012017e-0.0001z ,计量单位为kN/m3。如前所述，计算风压的基本风速是在离地面10m处的数据经统计取得的，在应用于实践时，还应考虑桥梁各计算部位所处高度Z，按 进行换算，同时考虑与地面粗糙度有关的梯度风风速高度变化修正系数和阵风风速系数。
横桥向的风荷载是按在基本风速的基础上，再乘以风荷载阻力系数和地形条件系数取得的。各种桥梁不同部位的阻力系数以及桁架的遮挡系数是经研究得到的，地形地理条件系数基本采用原规范规定的数值。
本规范由于考虑了瞬时脉动风压，计算结果总体上比原规范大。
4.3.8 位于流水中的桥墩，其上游迎水面受到流水压力，流水压力的大小与桥墩的平面形状、墩台表面的粗糙率、水流速度、水流形态、水温及水的粘结性有关。
桥墩宜做成圆形、圆端形或尖端形，以减小流水压力。
当流速大于10m/s时，应考虑水流的动力作用因素，即考虑水流的脉动冲击压力。
4.3.9 本条提出的冰压力计算公式，仅适用于通常的河流流冰情况，公式是以与冰破碎极限强度等强建立起来的。公式中冰的抗压强度标准值、水温系数和其他相关系数，在参考了原苏联规范СＨИл2.05.03-84与其他资料后确定。
4.3.10 桥梁结构处于自然环境中，将受到温度作用的影响，例如，常年气温变化导致桥梁沿纵向均匀地位移，这种位移不产生结构内力，只有当结构的位移受到约束时才会引起温度次内力，这是温度作用的一种形式。太阳辐射是温度作用的另一种形式，它使结构沿高度方向形成非线性的温度梯度，导致结构产生次应力。本规范称前者为均匀温度作用，后者为梯度温度作用。沿桥梁横向也存在梯度温度，但考虑公路桥梁都带有较长的悬臂，两侧腹板受太阳直接辐射较少，梁底终日不受日照，所以，设计时认为只有梁顶全天日照，不再计及横桥向温度梯度的作用。
计算桥梁结构因均匀温度作用引起外加变形或约束变形时，应从结构受到约束(架梁或结构合龙)时的结构温度作为起点，计算结构最高和最低有效温度的作用效应。本规范表4.3.10-2给出了不同气温区域的结构有效温度标准值。表中数值是按各自区域里各地差异不大的气温中选择适当的温度，用下列公式换算得到：
气温在20℃～45℃之间时
气温在-2℃～-50℃之间时
式中Te--结构有效温度标准值，以℃计；
Tt-气温，可取当地历年最高日平均温度或最低日平均温度，当为0℃以下时取负值。
关于梯度温度作用问题，曾对新西兰、英国BS 5400、美国AASHTO规范、国内铁路规范和公路原规范的温度梯度曲线进行了多座实桥的应力计算比较，结果表明，新西兰和我国铁路规范中梯度温度作用产生的效应最大，公路原规范最小，英国BS 5400和美国AASHTO规范居中。考虑美国规范的温度曲线比较简单，计算起来也较为快捷，本规范采用了该规范的温度梯度曲线，并作了适当修改。
4.3.11 上部结构因温度变化引起的伸长或缩短以及受其他纵向力的作用，活动支座将产生一个方向相反的力，即支座摩阻力。摩阻力的大小取决于上部构造自重的大小、支座类型以及材料等。
活动支座承受的纵向力，不容许超过支座与混凝土或其他结构材料之间的摩阻力。该纵向力一般为制动力和温度、收缩作用。本规范规定的支座摩擦系数取自《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62)。
4.4 偶然作用
4.4.1 本规范对公路桥涵工程的抗震设防提出了基本要求。现行《公路工程抗震设计规范》对公路工程包括桥涵工程的抗震设计作出了明确的规定。
根据《中国地震动参数区划图》GB 18306，不再采用地震基本烈度的概念，取而代之为地震动峰值加速度系数。地震基本烈度与地震动峰值加速度系数之间的关系如表4-5所示。
公路桥涵工程的抗震设防标准同原规范。位于地震动峰值加速度为0.10g、0.15g、0.20g和0.30g地区的桥涵工程，应进行抗震设计；位于地震动峰值加速度等于0.40g及以上地区的桥涵工程，应进行专门的抗震研究和设计。简支梁等桥梁如采取一些抗震措施(防止落梁措施等)，花费不大，而效果是比较明显的。以地震动峰值加速度0.10g为抗震设计的设防起点，是国家对工程建设项目抗震防灾的基本要求。对于地震动峰值加速度小于等于0.05g的地区，除有特别规定以外，可采用简易设防措施。
4.4.2 跨越江、河、海湾的桥梁，必须考虑船舶或漂流物对桥梁墩台的偶然作用。
船舶或漂流物与桥梁结构的碰撞过程十分复杂，其与碰撞时的环境因素(风浪、气候、水流等)、船舶特性(船舶类型、船舶尺寸、行进速度、装载情况以及船首、船壳和甲板室的强度和刚度等)、桥梁结构因素(桥梁构件的尺寸、形状、材料、质量和抗力特性等)及驾驶员的反应时间等因素有关，因此，精确确定船舶或漂流物与桥梁的相互作用力十分困难。
根据通航航道的特点及其通行的船舶的特性，可以将需要考虑船舶与桥梁相互作用的河流分为内河和通行海轮的河流(包括海湾)两大类。前者的代表船型主要为内河驳船货船队，依据《内河通航标准》(GB 50139)，一至七级内河航道对应的船舶吨位分别为3000、2000、1000、500、300、100和50t。通行海轮航道的代表船型为海轮。两者与桥梁结构发生撞击的机理有所区别，结果也大不一样。
船舶与桥梁的撞击作用，如有实测资料，宜采用实测资料；如有针对本项目开展的研究成果，在经审批及其他手续后可采用研究成果确定的作用值。上述采用值不宜小于本规范表4.4.2-1和表4.4.2-2的规定值。当无实测资料或针对性研究成果时，可采用本规范表4.4.2-1和表4.4.2-2的规定值。
内河船舶对桥梁墩台的撞击作用标准值可以按"静力法"，即假定作用于桥梁墩台上的有效动能全部转化为静力功并采用一些经验系数经计算得到。顺桥向撞击力标准值约为横桥向撞击力标准值的3/4。
在通航河流上，当基础采用桩基础时，承台底面应置于低水位以下，以免船舶或漂流物直接作用于桩上。
从实际情况看，在航道顺直、桥位较正的情况下，船舶或漂流物与桥梁发生正面撞击的机会很小，斜向撞击桥梁墩台的较多。一般斜向撞击的角度α小于45°。当桥位与航道斜交时，正向与斜向撞击墩台的可能性均存在。由于撞击角度不容易预先确定，故在计算撞击作用时，应根据具体情况加以研究确定。
近海通行海轮的区域的船舶与桥梁墩台的碰撞作用与内河上船舶与桥梁墩台的碰撞作用有许多不同之处。20世纪70年代中期以来，一些国家和国际组织上开展了许多相关的研究工作，取得了许多研究成果，并在各自的场合用于一些工程实践。其中主要有米诺斯基碰撞理论、沃辛碰撞理论、汉斯-德鲁彻理论和能量交换原理等。
本规范表4.4.2-2所列海轮的船舶撞击力标准值，是在对国内外有关船舶撞击力计算公式及有关研究成果经综合分析、比较的基础上综合确定的。顺桥向的撞击力标准值取横桥向撞击力标准值的1/2。本规范的规定值大多数小于国外的研究结果或规定值，但与我国自己的研究成果相近。
总体而言，对于船舶与桥梁撞击力的计算，各国学者通过实验模型分析或结构计算分析，总结而得的计算方法不尽相同，这些试验或计算公式的结果出入也很大。在实际桥梁设计中，应综合考虑船桥相撞的各种因素，通过多方面比较之后再作确定。
我国的长江，在南京长江大桥以下段为50 000DWT级航道，南京至城陵矶为5000DWT级航道，城陵矶以上为3000DWT级航道。建成的黄石长江公路大桥、铜陵长江公路大桥等大桥均采用5000DWT级通航标准，相应的桥梁侧向撞击力经专题研究按27MN考虑，顺桥向按13.5MN考虑。
4.4.3 本规范规定的汽车撞击荷载标准值参考国外相关规范。为防止或减少因撞击而产生的破坏，对易受到汽车撞击的结构构件的相关部位应采取相应的构造措施，并增设钢筋或钢筋网。如果有防撞设施，汽车撞击力标准值可根据防撞设施的防撞能力予以折减，如英国BS 5400规范规定，通过安全护栏撞向结构构件的撞击力为150kN。